COMPORTAMIENTO A FRACTURA DE ACEROS METAESTABLES

A. Mateo1, D. Gutiérrez2, Ll. Pérez2, A. Lara2, A. Zapata1, P. Rodríguez-Calvillo2, G. Fargas1, J. Calvo1,2, D. Casellas2

1 Departamento de Ciencia de Materiales e Ingeniería Metalúrgica, Universitat Politècnica de Catalunya, Avda. Diagonal 647, 08028 Barcelona

E-mail: antonio.manuel.mateo@upc.edu

2 Fundació CTM Centre Tecnològic, Avda. Bases de Manresa 1, 08242 Manresa (Barcelona)

RESUMEN

En el presente trabajo se muestran los resultados de un estudio sobre el comportamiento a fractura de dos tipos diferentes de aceros metaestables: un inoxidable austenítico de baja aleación AISI 301LN y un acero TRIP700 cuya microestructura consiste en una matriz ferrita-bainita junto con una fracción de austenita retenida. Ambos experimentan el efecto TRIP (TRansformation Induced Plasticity) debido a la transformación de austenita a martensita, lo que les confiere una interesante combinación de elevada resistencia mecánica y buena conformabilidad. En el caso del acero inoxidable se ha trabajado con chapas de 1,5 mm de espesor en dos condiciones: recocido (microestructura totalmente austenítica) y laminado en frío con un 20 % de reducción (austenita + martensita inducida por deformación); mientras que el acero TRIP se ha caracterizado a partir de chapas de 1,2 mm. Se han evaluado las durezas, el comportamiento a tracción y la tenacidad. Al tratarse de chapas de poco espesor, para la determinación de la tenacidad se ha empleado el método del Trabajo Esencial de Fractura (TEF). Los resultados indican que el acero 301LN recocido alcanza un valor muy elevado, 866 kJ/m2, mientras que el laminado es de 355 kJ/m2, en tanto que el TRIP700 se sitúa en 332 kJ/m2. Dichos resultados se discuten en base a las diferencias microestructurales y a los distintos mecanismos de aumento de tenacidad operativos.

ABSTRACT

The fracture behaviour of two different types of metastable steels has been investigated. One of them was a lean grade austenitic stainless steel AISI 301LN, whereas the other was a TRIP700, whose microstructure consisted of a ferrite-bainite matrix with a certain volume fraction of retained austenite. Both steels experience the TRIP (TRansformation Induced Plasticity) effect due to the transformation of austenite to martensite, phenomenon that contributes to their high strength and good formability. Sheets of 1.5 mm in thickness of the stainless grade were used with two different supply conditions: annealed (i.e. fully austenitic microstructure) and cold rolled up to 20 % of reduction (i.e. austenite plus deformation induced martensite). For the TRIP steel, the sheets were 1.2 mm thick. Hardness, tensile behaviour and toughness have been determined. The Essential Work of Fracture (EWF) has been used to evaluate fracture toughness due to the limited thickness of the sheets. The results indicate that annealed 301LN reached 866 kJ/m2, although only 355 kJ/m2in the cold rolled condition. For TRIP700 the calculated value was 332 kJ/m2. These results are discussed considering their microstructures and the different operating mechanisms for improving fracture toughness. PALABRAS CLAVE: Aceros TRIP; Inoxidables austeníticos metaestables; Trabajo esencial de fractura.

1. INTRODUCCIÓN

La industria del automóvil se enfrenta desde hace años a la necesidad de desarrollar vehículos cada vez más ligeros para así disminuir el consumo de combustible y también las emisiones contaminantes, pero además se deben cumplir normativas muy exigentes en materia de seguridad frente a impactos. Estimulados por estas necesidades del sector del transporte, los fabricantes de acero han desarrollado nuevos grados de alta resistencia mecánica que permiten reducir los espesores en piezas de la carrocería. En este contexto, destacan los aceros metaestables, es decir, aquellos que son propensos a experimentar una transformación de fase cuando son sometidos a deformación, fenómeno conocido como TRIP (TRansformation Induced Plasticity). El efecto TRIP suele deberse a la transformación de austenita a martensita y confiere a estos aceros una gran capacidad de absorber energía en casos de impacto, además de una interesante combinación de elevada resistencia mecánica y buena conformabilidad. Los aceros con efecto TRIP que se comercializan actualmente son el resultado de varios avances metalúrgicos: el desarrollo de los aceros inoxidables austeníticos metaestables, que muestran una correlación directa entre martensita inducida por deformación y resistencia mecánica [1]; los estudios sobre la plasticidad inducida por deformación de Zackay et al. [2], quienes acuñaron la designación de aceros TRIP; y los avances en los aceros DP (Dual-Phase) en las décadas de 1970 y 1980 [3-5]. En el presente trabajo se han estudiado dos tipos diferentes de aceros metaestables: un AISI 301LN y un TRIP700. Por lo que se refiere al primero, se trata de un inoxidable austenítico de baja aleación; mientras que el segundo pertenece a los llamados aceros avanzados de alta resistencia, generalmente conocidos por las siglas AHSS (Advanced High Strenght Steels). Los aceros inoxidables metaestables son materiales muy interesantes a nivel industrial pues ofrecen la elevada resistencia a la corrosión propia de un grado inoxidable junto con buena aptitud al conformado y gran resistencia tras el mismo. Estas versátiles propiedades mecánicas se deben a que en estado de recocido su microestructura es totalmente austenítica, lo que les dota de excelente ductilidad y baja resistencia. Sin embargo, al ser deformados en frío experimentan un fuerte endurecimiento, atribuido en gran parte a la transformación martensítica inducida por deformación, que les permite alcanzar valores de resistencia a tracción superiores a 1000 MPa. Estas características los sitúan como candidatos en aquellas aplicaciones que requieren severas operaciones de conformado y que pueden verse sometidas a impactos en servicio. Pese a que su elevado coste dificulta su uso masivo en el sector de la automoción, algunos componentes para vehículos empiezan a utilizar estos aceros [6,7].

Por lo que se refiere a los aceros TRIP, forman parte de la primera generación de los AHSS. Su resistencia a tracción se sitúa en el rango de 500 a 1000 MPa, con ductilidades entre 20 y 40 % (en alargamiento a rotura). Esta atractiva combinación de propiedades mecánicas está íntimamente ligada a su compleja microestructura, consistente en ferrita, bainita, austenita retenida y, a veces, pequeños porcentajes de martensita. La presencia de austenita retenida se obtiene gracias a la adición de silicio, aluminio y fósforo, elementos de aleación que tienden a evitar la precipitación de carburos, que permite el enriquecimiento en carbono de la austenita hasta alcanzar un contenido que le confiere estabilidad a temperatura ambiente. Estos aceros fueron los primeros de la familia AHSS en aplicarse extensivamente en componentes estructurales en automóviles. El objetivo de este trabajo ha sido caracterizar el comportamiento a fractura de los dos aceros metaestables citados. Además, en el caso del inoxidable, se ha comparado la respuesta mecánica del acero en dos condiciones de suministro: recocido (microestructura totalmente austenítica) y laminado en frío con un 20 % de reducción (austenita + martensita inducida por deformación). La caracterización efectuada se inició con la medición de las durezas, seguida por la determinación de la respuesta a tracción, incluyendo la evaluación del grado de anisotropía del acero TRIP. Por último, se analizó la tenacidad de fractura. Puesto que se ha trabajado con chapas de poco espesor (1,2 a 1,5 mm), la tenacidad de fractura se ha determinado siguiendo el método del Trabajo Esencial de Fractura (TEF) o Essential Work of Fracture (EWF). Los resultados obtenidos se discuten en base a las diferencias microestructurales y a los distintos mecanismos de aumento de tenacidad operativos en cada caso. 2. MATERIALES Y PROCEDIMIENTO

EXPERIMENTAL 2.1. Materiales El acero inoxidable AISI 301LN, cuya designación según normativa europea es EN 1.4318, fue proporcionado por OCAS NV, Arcelor-Mittal R&D Industry Gent (Bélgica) en forma de chapas de 1,5 mm de espesor y con dos diferentes estados de suministro. Las chapas designadas como 301LN recocido, proceden de laminación en frío y posterior recocido o hipertemple, es decir, un rápido enfriamiento desde temperaturas en torno a 1050 ºC, lo que supone una microestructura totalmente austenítica y libre de segundas fases precipitadas. Por el contrario, las chapas denominadas 301LN predeformado han sido sometidas a una última etapa de laminación en frío con un 20 % de reducción, proceso que da lugar a una microestructura formada por austenita más martensita inducida por la deformación. La composición química, obtenida según análisis efectuados por espectrometría de emisión por

arco, se presenta en la Tabla 1. El contenido de nitrógeno no fue medido, sino que se indica el que la empresa fabricante da como típico. Tabla 1. Composición química del acero AISI 301LN (en % en peso).

C Cr Ni Mo Si N

0,03 17,5 7,10 0,10 0,50 0,14

En el caso del acero TRIP700, se trabajó con chapas de 1,2 mm de espesor, suministradas por la empresa finlandesa Ruukki, cuya composición química figura en la Tabla 2. Estas chapas fueron suministradas con el tratamiento térmico específico para obtener el efecto TRIP, es decir, con la combinación adecuada de ferrita, bainita y austenita retenida, y con una capa de galvanizado. Tabla 2. Composición química del acero TRIP700 (en % en peso).

C Mn Si Cr Ni Al Nb

0,18 1,59 0,42 0,03 0,05 1,27 0,01

2.2. Caracterización microestructural

En los aceros metaestables, el desbaste y pulido mecánicos pueden inducir martensita en la superficie de las muestras. Para evitar este efecto, en el caso del acero inoxidable se recurrió al pulido electrolítico con una solución de ácido nítrico. No fue posible revelar simultáneamente austenita y martensita, por lo que se empleó el ataque electrolítico con la misma solución de pulido para visualizar los granos de austenita, mientras que la martensita fue revelada mediante ataque con una solución Behara [8]. La Figura 1 muestra micrografías correspondientes a la zona superficial del acero AISI 301LN en ambas condiciones de suministro. Puede verse que el acero en estado de recocido (Figura 1a) posee una microestructura totalmente austenítica, con granos equiaxiales de un tamaño medio de 12 ± 4 m. El material predeformado presenta una microestructura muy similar por lo que se refiere a la fase austenita, pero con la presencia además de martensita (Figura 1b). Para poder cuantificar el porcentaje de martensita inducida por la laminación en frío se recurrió a la difracción de rayos X usando radiación de cobre (CuK=0,154 nm). Se empleó el método RIR (Reference Intensity Ratio) según ASTM E975 [9], que consiste básicamente en aplicar la ecuación (1),

referencia

referencia

observada

observada

I

I

I

I

RIR

RIR

X

X

',

,

,

',

'

'

(1)

donde “X’” y “X” son las fracciones en masa de ’-martensita y -austenita, respectivamente; “RIR” y

“RIR’” son los respectivos ratios de intensidad de referencias; mientras que “Iobservada” e “Ireferencia” son las intensidades observadas y de referencia [10]. De esta manera se obtuvo un valor de 28% de ’-martensita, en tanto que no se detectó martensita.

(a)

(b)

Figura 1. Micrografías del acero AISI 301LN (a) recocido; (b) predeformado (en negro la martensita) Para el acero TRIP700, la preparación metalográfica consistió en las etapas clásicas de desbaste y pulido final con sílice coloidal de 0,04 µm, aplicando la mínima presión para evitar la transformación martensítica. Posteriormente, las probetas fueron atacadas en dos fases con una solución al 4 % de ácido Picral y bisulfito sódico, revelando la ferrita en marrón claro, la austenita en amarillo y/o marrón claro, la martensita en rojo/rosa y la bainita en marrón oscuro. La Figura 2 muestra la compleja microestructura, consistente en una matriz ferrito-bainítica con presencia de un 10,4 % de austenita retenida y un porcentaje mínimo de fase martensítica. Se aprecia una estructura bandeada, con una fuerte segregación química heredada del proceso de colada, que no se ha eliminado durante las etapas posteriores de laminación en caliente y tratamiento térmico.

Figura 2. Microestructura en la sección longitudinal de la chapa de TRIP700. 2.3. Caracterización mecánica En primer lugar se efectuaron medidas de la dureza de los aceros estudiados en cada una de las caras de las chapas, es decir, la superficie mayor, el borde longitudinal y el borde transversal. Se empleó un penetrador Vickers con una carga de 10 kg para el acero TRIP y de 1 kg para el 301LN. Se realizaron un mínimo de seis indentaciones para cada medida. A continuación se efectuaron ensayos de tracción, empleándose tres probetas por cada material y condición. Para el acero AISI 301LN sólo se efectuaron ensayos en la dirección longitudinal, es decir, con el eje de carga paralelo a la dirección de laminación. Sin embargo, en el caso del TRIP700, debido a su microestructura bandeada se decidió ensayar probetas con las tres orientaciones (longitudinal, transversal y a 45º). Las probetas del acero inoxidable tenían 28 mm de longitud de la zona de ensayo, 6 mm de ancho y el espesor de la chapa, 1,5 mm. Se ensayaron a una velocidad de desplazamiento de 3,0 mm/min. Para el acero TRIP700 las probetas se mecanizaron con unas dimensiones de 50 mm de longitud de la zona de ensayo, 12 mm de ancho y el espesor de la chapa, 1,2 mm y la velocidad de ensayo fue de 2,5 mm/min. Para el cálculo de la anisotropía plástica (r) se utilizaron dos técnicas diferentes de medida de la deformación: vídeo-extensómetro y equipo óptico GOM/ARAMIS, sistema de análisis óptico de medida de la deformación en 3D desarrollado por GOM GmbH [11]. A partir de los valores de r de cada orientación se calcularon los coeficientes de anisotropía de la chapa, tanto media como planar, aplicando las ecuaciones (2) y (3), respectivamente.

4

)2( 90450 rrrr

(2)

2

)2( 45900 rrrr

(3)

2.4. Trabajo esencial de fractura El método TEF se utiliza ampliamente para caracterizar la tenacidad de fractura en films poliméricos. La ESIS (European Structural Integrity Society) ha desarrollado un protocolo de ensayo con recomendaciones de las condiciones de ensayo y dimensiones de las probetas [12]. El método se basa en separar el trabajo para propagar una grieta en modo I, Wf, en dos contribuciones: el trabajo esencial We y el trabajo no esencial Wp, tal como muestra la siguiente ecuación.

(4) dónde l: longitud de ligamento, t: espesor, wf: trabajo de fractura específico, we: trabajo esencial de fractura específico, : factor de forma de la zona plástica, y wp: trabajo plástico específico. Los parámetros de la ecuación (4) se obtienen ensayando a tracción una serie de probetas doblemente entalladas DENT (Double Edge Notched Tension) con diferentes longitudes de ligamento. El trabajo de fractura Wf para cada ligamento se obtiene por integración numérica del área bajo la curva carga – desplazamiento. Si se representan los valores de wf frente a distintas longitudes de ligamento, los datos se ajustan a una recta en la que su pendiente es el trabajo plástico wp y la ordenada en el origen es el trabajo esencial de fractura we. La Figura 3 muestra un ejemplo de este procedimiento. Los ensayos se realizaron siguiendo las recomendaciones del protocolo de la ESIS, utilizando probetas DENT mecanizadas por corte por hilo, con longitudes de ligamento l entre 8 y 16 mm. Las entallas se cortaron por láser con un radio de 250 μm. Los resultados obtenidos son muy sensibles al radio de entalla, por lo que se recomienda utilizar entallas de radio muy pequeño. En aceros AHSS se ha constatado que esta dependencia es muy acentuada. Muñoz et al. [13] encontraron que para el acero DP780 de 1,5 mm de espesor, el trabajo esencial de fractura disminuía hasta un 60 % (de 381 a 147 kJ/m2) variando los radios de entalla entre 250 y 0,1 μm. Así, con el fin de obtener un valor intrínseco de we, se nuclearon y propagaron grietas por fatiga a partir de las entallas mecanizadas. Las probetas se fracturaron en el ensayo de tracción a velocidad constante de 1 mm/min. Para comprobar experimentalmente que la zona de ligamento estaba plastificada antes de la propagación de las fisuras, condición necesaria para la validez del método, se determinaron las deformaciones en el ligamento mediante el software GOM/ARAMIS [13].

(a)

(b)

Figura 3. Ejemplo de cálculo de we. (a) Determinación de Wf por integración bajo la curva carga-desplazamiento. (b) Representación gráfica de Wf/lt frente a distintos valores de ligamento l. we es la ordenada en el origen del ajuste lineal realizado. 3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 3.1. Durezas La Tabla 3 compara los valores de las durezas medidas en cada material. Se puede observar que las diferencias entre los valores en la superficie de las chapas y en sus secciones laterales son despreciables. Tabla 3. Durezas Vickers de los aceros estudiados.

Acero Superficie Sección

transversal Sección

longitudinal

301LN recocido

204 ± 4 209 ± 5 202 ± 7

301LN predeformado

373 ± 9 374 ± 13 388 ± 15

TRIP700 205 ± 1 199 ± 6 199 ± 1

El acero 301LN recocido tiene una dureza comparable a la del TRIP700. Sin embargo, el inoxidable laminado en frío presenta una dureza muy superior y, además, una mayor dispersión entre los valores obtenidos. Este comportamiento del 301LN predeformado se debe a dos

factores: por un lado al endurecimiento por deformación de la austenita, y por otro a la presencia de un porcentaje notable de martensita (28 %), fase más dura que la austenita [14]. 3.2. Ensayos de tracción Los resultados de los ensayos de tracción para las dos condiciones de suministro del acero AISI 301LN se resumen en la Tabla 4, en tanto que la Figura 4 permite comparar las curvas ingenieriles esfuerzo-deformación. Queda de relieve, como era de esperar, que el inoxidable laminado en frío exhibe una mayor resistencia mecánica, en especial por lo que se refiere al límite elástico, pero menor ductilidad que en el acero en estado de recocido. Tabla 4. Propiedades a tracción del acero AISI 301LN.

Estado de suministro

Límite elástico (MPa)

Resistencia máxima (MPa)

Alargamiento a rotura

(%)

Recocido 360 902 40

Predeformado 926 1113 24

Figura 4. Curvas ingenieriles esfuerzo-deformación obtenidas en los ensayos de tracción del acero AISI 301LN. Los puntos azules indican donde se interrumpieron los ensayos y los valores de martensita correspondientes. Por otra parte, la forma de la curva del acero recocido, en la que se pueden diferenciar zonas con distinto coeficiente de endurecimiento, está intrínsecamente relacionada con la transformación de austenita a martensita. Para demostrarlo se efectuaron ensayos de tracción que se detuvieron a tres diferentes valores de esfuerzo para determinar los porcentajes de ’-martensita presentes en cada momento en la zona central de las probetas. Dichos valores, obtenidos por difracción de rayos-X, se han indicado en la Figura 4. El primer ensayo se detuvo al 8 % de alargamiento, cuando se inicia un fuerte endurecimiento, Figura 4. En esa situación sólo existía un 10 ± 3 % de martensita,

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,00

2000

4000

6000

8000

10000C

arga

, N

Desplazamiento, mm

Probeta DENT

Wf

0,00 0,01 0,020

1000

2000

3000

wp

wf ,

kJ/m

2

l, m

we

0 10 20 30 400

200

400

600

800

1000

1200

67%'

50%'

10%'

Predeformado Recocido

Deformación (%)

Esf

uer

zo (

MP

a)

mientras que al 23 % de deformación, momento en que la pendiente comienza a disminuir, la martensita supone ya el 50 ± 2 %. Mientras que al alcanzarse el esfuerzo máximo, el valor fue de 67 ± 4 %. Una evolución similar ha sido reportada por P. Hausild et al. [15], quienes monitorizaron in situ durante los ensayos mecánicos los cambios en las propiedades electromagnéticas, gracias a que la austenita no es magnética mientras que la martensita sí lo es, y también por P. Hedström et al. [16], en este caso por medio de difracción de rayos-X de alta energía in situ. La Figura 5 representa las curvas verdaderas esfuerzo-deformación procedentes de los ensayos de tracción del acero TRIP700, mientras que los valores de las principales propiedades mecánicas medidas se muestran en la Tabla 5. Se observa que la resistencia a la rotura es casi idéntica en las tres orientaciones y siempre superior a los 700 MPa. La ductilidad también coincide prácticamente para las tres condiciones de ensayo, en tanto que los valores de límite elástico muestran unas diferencias más apreciables, correspondiendo el valor máximo a la probeta transversal y el mínimo a la longitudinal.

Figura 5. Curvas esfuerzo-deformación obtenidas en los ensayos de tracción del acero TRIP700. Tabla 5. Propiedades a tracción del acero TRIP700.

Orientación de la probeta

Límite elástico (MPa)

Resistencia máxima (MPa)

Alargamiento a rotura

(%)

Longitudinal 436 726 35

Transversal 465 732 33

A 45º 458 728 33

Los coeficientes de anisotropía plástica determinados a partir de los ensayos de tracción del acero TRIP700 aparecen en la Tabla 6. Se puede apreciar poca diferencia entre los valores obtenidos por ambas técnicas experimentales, estando el coeficiente de anisotropía media muy próximo a 1, valor esperado para este tipo de acero de alta resistencia. Por otra parte, los

valores de anisotropía planar son bajos, indicando poca tendencia a la formación de orejas de embutición [17]. Tabla 6. Valores de anisotropía plástica para el acero TRIP700.

Coeficientes Video-extensómetro Equipo

GOM/ARAMIS

r0 0,81 0,73

r90 1,09 1,09

r45 1,03 0,97

r 0,99 0,94

r -0,08 -0,06

Las curvas de la Figura 5 muestran que, aunque de una forma mucho menos acusada que para el acero AISI 301LN, también el TRIP presenta un tramo inicial con un endurecimiento bajo, hasta aproximadamente 0,025 de deformación, para después incrementarse notablemente el valor del coeficiente de endurecimiento n. Esto se puede observar en las ecuaciones constitutivas o de Hollomon calculadas a partir de los citados ensayos de tracción, Tabla 7. Tabla 7. Ecuaciones constitutivas o de Hollomon extraídas de los ensayos de tracción del acero TRIP700. Tramo Longitudinal Transversal A 45º

Inicial 077,0660

078,0701

084,0667

Final 264,01348

248,01326

264,01351

Global 240,01285

216,01244

238,01280

3.3. Trabajo esencial de fractura Los valores de trabajo esencial de fractura para cada acero estudiado se resumen en la Tabla 8, en tanto que en la Figura 6 se muestran los gráficos wf vs. l correspondientes. Tabla 8. Resultados del Trabajo Esencial de Fractura para los tres aceros estudiados.

Material we (kJ/m2) wp (MJ/m3) R2

301LN recocido 866 ± 92 103304 ± 8873 0,91

301LN

predeformado 355 ± 69 60703 ± 6197 0,93

TRIP700 332 ± 21 30171 ± 1958 0,96

El valor más elevado de we es de 866 kJ/m2, correspondiendo al acero 301LN recocido. Muy inferiores son los valores obtenidos para el 301LN

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

Deformación [%]

Resistencia [M

Pa]

 Longitudinal

 Transversal

 A 45º

predeformado (355 kJ/m2) y para el TRIP700 (332 kJ/m2). De igual manera, también el inoxidable recocido es el que tiene el mayor valor de trabajo plástico wp.

Figura 6. Curvas wf vs. l para los aceros inoxidables 301LN y TRIP700. De acuerdo con datos encontrados en la bibliografía para aceros inoxidables austeníticos AISI 304 y AISI 316, el valor medio de JC para productos forjados de estos materiales, a temperaturas entre 25 y 125 ºC, es de 672 kJ/m2 [18]. Por tanto, el método del TEF proporciona valores aceptables para el acero 301LN tanto recocido como laminado. Para aceros TRIP, Lacroix et al. [19] estudiaron la variación del trabajo esencial de fractura para diferentes composiciones químicas. Utilizaron chapas de espesor 0,9 mm y radios de entalla de 250 – 300 μm, midiendo valores entre 55 y 279 kJ/m2, en función de la fracción en volumen de austenita retenida. Para un acero TRIP con 10 % de austenita retenida y resistencia máxima de 730 MPa, similar al TRIP700 ensayado en el presente estudio, obtuvieron un we de 140 kJ/m2. Sin embargo, en nuestro caso se ha alcanzado un valor de 332 kJ/m2, debido principalmente al mayor espesor de la chapa, 1,2 mm en lugar de 0,9 mm [20]. Este valor es superior a aceros tipo Dual Phase, para los que se han encontrado valores de 147 kJ/m2 con un espesor de 1,5 mm [13]. Comparando los valores de we de los aceros estudiados, se observa que los aceros inoxidables poseen un mayor trabajo plástico que el acero TRIP700, debido a la contribución de la austenita retenida al incremento del endurecimiento por deformación en la zona plástica y estricción de la punta de la grieta, que aumenta a mayor estabilidad y cantidad de austenita retenida. Este efecto se produce en chapas lo suficientemente delgadas que no puedan desarrollar una grieta en deformación plana, lo que involucraría una grieta sin estricción.

4. CONCLUSIONES De acuerdo con los resultados experimentales obtenidos sobre la caracterización mecánica y el comportamiento a fractura de los aceros metaestables AISI 301LN y TRIP700, se pueden extraer las siguientes consideraciones:

- El acero inoxidable AISI 301LN laminado en frío posee una mayor resistencia mecánica, particularmente por lo que se refiere al límite elástico, pero menor ductilidad, que el mismo acero en estado de recocido.

- El elevado endurecimiento por deformación que presenta el AISI 301LN recocido cuando se supera el 7-8% de deformación, está directamente relacionado con una fuerte tendencia a la transformación de austenita a martensita a partir de los citados valores.

- La metodología TEF se postula como una buena herramienta de evaluación de la tenacidad de fractura para poder ser utilizada como parámetro mecánico en la caracterización tanto de aceros austeníticos metaestables como de aceros AHSS.

- El valor de tenacidad de fractura, medido mediante la metodología TEF, del acero AISI 301LN recocido es superior al del inoxidable predeformado. Esto permitiría la utilización de este acero en componentes estructurales, ya que una vez predeformados (por conformado) se endurecerían y mantendrían valores elevados de tenacidad, tal y como se observa en el 301LN predeformado.

- Para el TRIP700, el trabajo esencial de fractura es superior al de los aceros Dual Phase, debido fundamentalmente a la contribución de la austenita retenida.

AGRADECIMIENTOS Este trabajo se ha desarrollado como parte del proyecto de investigación MAT09-14461, concedido por el Ministerio de Ciencia e Innovación. Agradecemos a OCAS NV (Bélgica) el suministro del acero 301LN y a Ruukki (Finlandia) por el del acero TRIP700.

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0,000 0,005 0,010 0,015 0,0200

1000

2000

3000 301LN recocido 301LN predeformado TRIP700

wf, k

J/m

2

l, m

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